1 - Proteção Motores Média Tensão CESPE

CURSO DE ESPECIALIZAÇÃO DE PROTEÇÃO DE SISTEMAS ELÉTRICOS

CEP 07 – PROTEÇÃO DE MOTORES DE GRANDE PORTE

PROTEÇÃO DE MOTORES DE GRANDE PORTE

Eng. Ricardo Abboud

Maio de 2006

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Seção 1Fundamentos Motores

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2

Tipos de Motores

Motores de InduçãoRotor Gaiola de Esquilo

Rotor Bobinado

Motor Síncrono

3

3

Motores de Indução

Operam 1% - 3% Abaixo daVelocidade Síncrona

Drenam Corrente de Excitação do Sistema (FP Atrasado)

Drenam de 3 a 7 vezes maisCorrente Quando Partindo

pf

∗∗

2120

4

4

5

Núcleo do Estator

Feito de Várias Camadas de Lâminas de Aço Silício (Baixas Perdas)

Ranhuras Estampadas Para Acomodação dos Enrolamentos do Estator

Lâminas de Aço Fixadas Através de Viga Metálica ou Sistema de Longarinas

6

6

7

7

O Rotor

The figure shows examples of the most used rotor types in AC three-phase induction machines. In the wound rotor, windings of copper or aluminum are wound around the iron core attached to the shaft. In the squirrel cage rotor case, the rotor conductors are not wound wires but bars assembled in a shape similar to a squirrel cage.

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Rotor Gaiola de Esquilo

9

9

O Estator

Laminação do Ferro do Estator

Polaridade da força magnetomotriz produzida em um dado instante pela

corrente trifásica dos enrolamentos do estator

The figure shows an example of an induction machine stator. The stator is a piece of iron generally made of stacked laminations with a shape similar to the one shown at the left side of the figure. The insulation between laminations help to avoid the circulation of parasitic currents that might overheat the metal.Copper conductors are wound within the stator’s slots in a very specific way, depending on the type of motor. A three-phase induction motor has windings for the three phases; A, B and C. Three-phase currents are applied to the stator windings. In a two-pole machine, the stator currents will produce a magnetic field (H, B) with maximum intensity along an imaginary axis, as the one shown in the figure. The magnetic field has a north pole, marked “N” in the figure and a south pole, symbolized with an uppercase “S”. This magnetic field rotates due to the varying AC currents and its angular speed, number of poles and intensity depend on the magnitude of the currents and on the windings design. The figure at the right shows the position of the magnetic field axis at a particular instant.

Note: The magnetic flux lines shown in the figure are for illustration purposes only. They do not include the real non-linearity introduced by the discontinuities of the mechanical design.

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Campo Magnético do Estator Gira naVelocidade Síncrona

The two-pole induction machine of the figure is shown without the rotor. The currents in the rotor come from an ac three-phase source with a frequency “f ” in Hz. In this figure, the magnetic field axis is shown moving counterclockwise. The flux lines are not shown to simplify the drawing.The angular speed of this axis is called the synchronous speed and depends on the number of poles of the machine. The angular synchronous speed for a machine with p poles can be calculated as:

ns = 120·f /p (in revolutions per minute, or rpm) orωs = 2·π·ns /60 = 4 ·π ·f /p (in radians per second, or rad/s)ns=synchronous speed in revolutions per minuteωs = synchronous speed in radians per second

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Esquema Motor com Rotor Gaiolade Esquilo

Anéis de Curto

Estator RotorEixo

BarrasCondutoras

Gap de AR

Enrolamento do Estator

The figure at the left shows a schematic view of a metallic squirrel cage. The figure at the right shows a cross section of the induction machine with the squirrel cage attached to the rotor. This is a schematic portrait of the machine and some of the dimensions are not to scale. For example, in practice, the air gap between stator and rotor is much smaller than it looks in the figure.Why does this motor start moving?As stated previously, the three-phase currents in the stator produce a rotating magnetic field. This changing magnetic field induces voltages in the short-circuited bars of the rotor, and the corresponding currents appear in these bars. These currents also produce a magnetic field which interacts with the existing rotating field. The resulting force on the mechanical structure of the rotor causes the rotational movement.

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Example of Stator and Rotor Slots

Barras Condutoras

Cavidades do Rotor

The squirrel cage induction motor rotor core is constructed with laminations of stacked steel. The rotor bar slots are stamped out of these laminations.

The laminations are compressed together and, in a cast rotor, are filled with molten aluminum to form rotor bars, end rings & cooling fans. Rotors may also be fabricated using aluminum or copper bars.

The rotor end rings connect the rotor bars together. In a cast rotor, the end rings are formed as part of the casting. In a a fabricated rotor, the end rings are brazed to the rotor bars.

The left-side figure shows a more realistic cross-section of an ac machine. The figure shows one possible design, out of several, for the rotor slots and the corresponding cage bars.

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O Rotor Gira a uma Velocidade Menorque a do Campo do Estator

Induction motors operate slower than synchronous motors. The per-unit difference between the rotor speed and the stator’s magnetic field speed is known as the slip, and is denoted by the letter s. Mathematically:

s = ( ωs - ωr )/ωs = 1 - ωr /ωs = 1 – nr /ns

This slip is dependent on the design and application of the motor. It can vary significantly. Typical values oscillate between 1 and 3%.Thanks to this speed difference, an imaginary observer on the rotor would see the stator created by the stator currents as if it were moving at speed ωs - ωr . According to Faraday’s law, the stator field will induce voltages in the rotor with an angular electric frequency approximately equal to:

ωel,rotor = ωs - ωr = s·ωs

These voltages produce ac currents with the same frequency which create another magnetic field. The rotor’s magnetic field is then pushed by the stator magnetic field, making the rotor move. Notice that the rotor has to move at a different speed than the stator magnetic field’s speed, otherwise, according to Faraday’s law, there will not be induced voltages in the rotor. Due to this difference in speeds, the induction machine is also known as the asynchronous machine. In the synchronous machine, the rotor and the stator’s magnetic field spin at the same speed. This is possible because in the synchronous motor, the rotor field is produced by an excitation current provided by an external dc source.

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Corrente de Plena Carga(Full Load Amps – FLA)

Corrente com o Motor em Operação na Tensão, Carga e Fator de Potência Nominais

Corrente Nominal (FLA)

η⋅⋅⋅⋅

=FPVCVFLA

3736

η⋅⋅⋅⋅

=FPVHPFLA

3746

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Fator de Serviço

Informa a Capacidade de SobrecargaContínua do Motor

Um motor com FS de 1.0 não deve ser sobrecarregado

Um motor com FS de 1.15 pode ser sobrecarregado com 1.15 * FLA

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Corrente de Rotor Bloqueado

Corrente drenada quando o motor é energizado e o rotor está parado

Correntes de três a sete vezes acorrente de plena carga (FLA)

Algumas vezes fornecida como um código KVA

LRA - Locked Rotor Amperes

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176.3 – 7.1H5.6 – 6.3G5.0 – 5.6F4.5 – 5.0E4.0 – 4.5D3.55 – 4.0C

3.15 – 3.55B0 – 3.15A

KVA / HPDesignação

Códigos KVA Rotor Bloqueado

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1816.0 – 18.0S14.0 – 16.0R12.5 – 14.0P11.2 – 12.5N10.0 – 11.2M9.0 – 10.0L8.0 – 9.0K7.1 – 8.0JKVA / HPDesignação


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22.4 AND UPV20.0 – 22.4U18.0 – 20.0TKVA / HPDesignation


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Cálculo da Corrente de Rotor Bloqueado

I = (A * 1000 * HP) / (V * 1.73)

A = Multiplicador KVA / HP

V = Tensão Nominal

HP = Potência Nominal em HP

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I = (A * 1000 * CV) / (V * 1.73)

A = Multiplicador KVA / CV

V = Tensão Nominal

CV = Potência Nominal em CV

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I = (A * 1000 * KW) / (V * 1.73)

A = Multiplicador KVA / kW

V = Tensão Nominal

KW = Potência Nominal em kW

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O que é Tempo de Rotor Bloqueadoa Frio?

Período de tempo no qual o motor pode permanecer com o rotor travado sem que haja dano térmico, estando o motor inicialmente na temperatura ambiente

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O que é Tempo de Rotor Bloqueadoa Quente?

Período de tempo no qual o motor pode permanecer com o rotor travado sem que haja dano térmico, estando o motor inicialmente na sua temperatura de operação

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Tempos Seguros de Travamento

Tempo usualmente limitado pelas barras do rotor ou pelos anéis

O limite térmico é uma curva I2t

Informações encontradas na folha de dados do motor

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Tempos Seguros de Travamento

Tempo de Rotor Travado a FrioCold Safe Stall Time

(CST)

Temperatura

Dano

Ambiente

TD

TA

tempo

TD

TOP

Tempo de Rotor Travado a QuenteHot Safe Stall Time

(HST)

Dano

Operação

tempo

Temperatura

The cold safe stall time is defined as the time that a motor can be in a locked rotor condition without incurring injurious heating when the motor is started from rated ambient temperature. This start condition occurs when the motor has completely cooled down to ambient. This initial condition allows for the longest start time since the motor has available all of its thermal capacity.The hot safe stall time is defined as the time that a motor can be in a locked rotor condition without incurring injurious heating when the motor is started from operating temperature. This start condition occurs when the motor has been stopped after operating long enough to reach rated operating temperature. This initial condition allows for less start time than the cold safe stall time since some of the motor’s thermal capability has been used.

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Limites Térmicos Motores

125

165180

10580

40

145155

40

120130

40

HFB

180

140

100

60

200

°C

AmbienteElevaçãoPonto Mais Quente

CLASSE DE ISOLAÇÃO:

The graph is an example showing the methodology for determining the motor temperature limits. The motor thermal limit is based on the sum of ambient temperature, motor temperature rise, and a allowance for hot-spot. The motor insulation system is commonly the limiting element. Industry standards (NEMA) define specific classes of insulation that provide specific temperature limits based on constituent materials, i.e. Classes B, F, and H. These limits serve to establish the motor thermal limit time vs current curves.

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Conjugado Rotor Bloqueado(Locked Rotor Torque)

Desenvolvido quando o motor está com o rotor travado, também conhecido como conjugado de partida

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Conjugado Mínimo(Pull Up Torque)

Menor conjugado desenvolvidopelo motor ao acelerar desde a velocidade zero até a velocidade correspondente aoconjugado máximo

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Conjugado Máximo(Break Down Torque)

Maior conjugado desenvolvido pelo motor, sob tensão e freqüência nominal

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32

Curva do Conjugado

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Modelo de SteinmetzDependente do Escorregamento

jXestator

jXmag

Restator jXrotor(s) Rrotor(s)

Rrotor(s)*[(1-s)/s]Imotor(s) Irotor(s)Vmotor

MOTOR DE INDUÇÃOCIRCUITO EQUIVALENTE DE SEQÜÊNCIA POSITIVA

Simplificação para análise da partida

Aquecimento

Potência de Saída do Motor

Vmotor

jXestator

Imotor(s)

Restator

jXmag

jXrotor(s)

Irotor(s)Rrotor(s)/s

The equivalent circuit of an induction motor is shown in diagram above. The rotor resistance, and therefore the motor terminal impedance, is a function rotor speed or Slip (s). At T = 0, beginning of motor starting, all the rotor power will produce heat until the rotor starts to turn. Due to skin effect, the rotor resistance value is three times the running value. The value of power (heat) going into the rotor, therefore, is approximately 108 times running value:

[Rr • (Ir)2] = 3 * (6)2 = 108 During starting, a conservative consideration is that the motor is adiabatic, meaning all heat energy is being absorbed and no heat is being dissipated.

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Impedância Dependente do Escorregamento

Rotor R, X, Z and Stator Z

PU

Cur

rent

0.001

0.061

0.12

0.18

0.24

0.3

0 (s)0.2

0.40.60.

8PU Slip

1

Rr s( )

Xr s( )

Zr s( )

Zmot s( )

The graph above shows that the motor and its rotor impedance is at a minimum in the locked rotor state when the slip s=1. As the motor begins to accelerate to rated speed, the motor and the rotor impedance increase with the decreasing slip value. The rotor resistance also decreases linearly with the decrease in slip.

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Torque Acelerante

Curva de Torque da Carga

1xFLT

2xFLT

P

ωn

Torque a PlenaTensão

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100Porcentagem da Velocidade Sícrona

TorqueAcelerante

Torque

When motor torque produced is greater than load torque the motor and driven equipment accelerate.

Accelerating Torque = Motor Torque – Load Torque

Ta = Tm - TL

When load torque is greater than motor torque produced the motor and driven equipment decelerate.

Decelerating T = Load Torque – Motor Torque

T represents motor accelerating or decelerating torque and is equal to the difference between the load and motor capability torque curves.

In the case of a motor starting, if the acceleration torque is considered constant, the time required to go from zero speed to the rated speed can be calculated as:

J • dωm/dt = Ta

dt = (J/Ta) • dωm

If the left term of the above equation is integrated between 0 and the acceleration time, ta; and the right hand term is integrated between 0 and the rated speed, ωr, the result is:

ta = (J/Ta) • ωr (seconds) with J in kg • m2, Ta in N • m and ωr in rad/sec.

In Imperial units, this may be written as:

ta = (WK2) • n/(308 • Ta) with WK2 in lb • ft2, Ta in lbf • ft2 and n in rpm.

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Impacto da Impedância da Fonte naTensão de Partida

VestatorVth

Zth

thLRth

mestator V

sZZsZV

)()(

+=

Quanto maior a impedância dafonte menor a tensão Vestator

Rs jXs Rr(s) jXr(s)

Rr(s)[1-s]/s

Is

jXm

Ir

Equivalentedo sistema

During the start, the rotor’s speed changes from zero to the rated value. This implies the slip changes from s=1 to the rated value which is typically between 1% and 3%. Therefore, the motor impedance changes to the locked rotor value to the running value. The motor’s impedance can be written as a function of the slip as:

Zm(s)The motor is connected to a power system which does not provide a perfectly regulated voltage at 1.0 per unit. If the system is represented by its Thevenin equivalent circuit, as shown in the above figure, the voltage at the motor’s terminals will actually be the system’s voltage, Vth, minus the voltage drop in the Thevenin’s equivalent impedance, Zth. The strength of the power system is related to the magnitude of the available short-circuit current. This implies that a stronger system will have a smaller Zth, and therefore, less of a voltage dip during motor starting.Where:

RS= stator resistance

XS= stator reactance

Rr(s)= rotor resistance as a function of slip

Xr(s)= rotor reactance as a function of slip

Vstator = stator voltage

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Impacto da Queda de Tensão noConjugado e na Partida do Motor

The torque produced by the motor depends on the voltage applied to the motor. The figure shows several torque vs speed curves of the 5000 hp motor used in previous examples. Each curve corresponds to a different value of the source impedance. The voltage shown in the figure corresponds to the initial voltage applied to the motor terminal during the start. From the figure, we can see that the acceleration torque is smaller for less voltage. For the three first cases shown, the motor will start. It will not start with 0.59 per unit initial voltage. The following approximate expressions help to explain these facts in mathematical terms: Approximate Full Voltage Start or terminal voltage of the motor:

Vstator= Xlocked rotor / (Xlocked rotor + Xsource) * Vsource

Since the starting torque is approximately proportional to the terminal voltage squared, a machine with 80 % of the starting torque at 100 % voltage will have 64 % torque at 80 % voltage.The acceleration time, assuming constant acceleration torque was approximated previously as:

ta = (WK2)·n/(308·Ta)We can see that, the smaller Ta is, the larger ta will be.

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Impacto da Tensão Reduzida no Tempo de Aceleração do Motor

Corrente, I

6xFLA

tempo

Vestator1=1.0Vestator2=0.9Vestator3=0.8

ta1 ta2 ta3

As indicated on the previous page, a reduced acceleration torque will cause a long acceleration time. This means that the machine will be subject to the large start current for long periods of time, producing overheating of the motor and eventual damage. The figure shows an explanatory plot of the starting RMS current vs time for different values of motor terminal voltage. The figure indicates that the smaller the voltage available at the motor’s stator, the larger the time required for the motor to reach its working speed and current. A longer acceleration times may imply a larger amount of heating energy, measured in terms of I2·t. Motor protection devices must be designed and set to prevent the possible damage that the heating energy can cause.The curves shown above are generally presented with the time in the vertical axis and the RMS current in the horizontal axis, in order to compare them with thermal limit curves and protective device curves.

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Most motor manufactures will provide the customer with time vs current starting data as well as thermal damage information in a graphical form. If the manufacture does not provide this graphical representation, the SEL 5802 Motor modeling program will generate a graph from known information about the motor and load.

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The motor manufacture may also provide the customer with torque vs speed and current vs speed curves. The SEL-5802 program will also calculate these curves from the same information needed to calculate the time vs current curves.

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Métodos de Partida

Direta (Across the Line)

Autotransformador

Chave Estrela-Triângulo

Partida Eletrônica (Soft-starter)

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Partida Direta

Corrente de partida depende do motor da tensão da linha e daimpedância da fonte

Usualmente alta corrente e acentuada queda de tensão

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Partida com Autotransformador

Tensão disponível para partida é reduzidaatravés de um autotransformador, consequente redução na corrente

Conjugado de partida é reduzido por um fator maior que a corrente

Para uma partida com 85% V, corrente reduzida por um fator de 0.8, conjugado reduzido por um fator de 0.66

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Partida com Chave Estrela-Triângulo

Tensão disponível para partida reduzida a 58% de Vn.

Corrente e conjugado de partidareduzidos para 33% do valor obtido com partida direta

Conexão dos enrolamentos do motor modificada de estrela paradelta (triângulo) após a partida

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Partida Eletrônica(soft-starter)

Conjunto de Tiristores (SCR)

Ângulo de disparo de cada par de SCR’s é controlado eletronicamente para aplicar uma tensão variável na partida do motor

Diminuição da corrente e do conjugado de partida

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Motores Síncronos

Construídos como geradores

Corrente de campo provê a excitação

Velocidade é constante, independente da carga

Corrente a vazio extremamentebaixa (5%)

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Sistema de Excitação do Motor Síncrono

Anéis Coletores e Escovas

Brushless

Os motores síncronos necessitam de uma fonte de campo (enrolamento do rotor), que usualmente é suprido através de anéis coletores e escovas (excitatriz estática) ou através de uma excitatriz girante sem escovas (brushless).Motores Síncronos com excitatriz do tipo estática são constituidos de anéis coletores e escovas que possibilitam a alimentação de corrente dos pólos do rotor através de contato deslizante. A Corrente Contínua para alimentação dos pólos deve ser proveniente de um conversor e controlador estático CA/CC. A excitatriz estática atualmente está sendo muito utilizada em aplicações com variação de velocidade através de Inversores de Freqüência.

Motores Síncronos com sistema de excitação brushless possuem uma excitatriz girante, normalmente localizada em um compartimento na parte traseira do motor. A excitatriz funciona como um gerador de corrente alternada onde o rotor que fica localizado no eixo do motor, possui um enrolamento trifásico e o estator é formado por pólos alternados norte e sul alimentados por uma fonte de corrente contínua externa. O enrolamento trifásico do rotor é conectado a uma ponte de diodos retificadores. A tensão gerada no rotor é retificada e utilizada para a alimentação do enrolamento de campo do motor. A amplitude desta corrente de campo pode ser controlada através do retificador que alimenta o campo do estator da excitatriz. Os motores síncronos com excitação brushlesspossuem um custo de manutenção reduzido devido ao fato de não possuírem escovas. Por não possuírem contatos elétricos deslizantes, eliminando a possibilidade de faiscamento, os motores síncronos com excitação do tipo brushless são recomendados para aplicações em áreas especiais com atmosfera explosiva.

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Motores Síncronos

Alto rendimento

Pode corrigir fator de potência da rede

Características de partida especiais

Manutenção reduzida (Brushless)

Características Especiais de Partida - Grandes moinhos de bolas para minério de ferro e moagem de cimento e compressores são alguns exemplos de aplicações onde é requerido alto conjugado de partida (150 a 200 % do conjugado nominal). Devido às limitações do sistema de alimentação, normalmente se desejam baixas correntes de partida (rotor bloqueado). A combinação de alto conjugado com baixa corrente de partida pode ser melhor atendida pelo motor síncrono sem afetar as características de funcionamento em regime. A redução da corrente de partida, normalmente pode ser alcançada por um projeto especial dos enrolamentos do estator e amortecedor. A opção de partida com redução de tensão, também é uma alternativa utilizada para reduzir a corrente, porém com redução do conjugado.

Velocidade Constante - Independentemente das variações de carga e desde que a carga se mantenha dentro da limitação do conjugado máximo (pull-out) do motor, a rotação média do motor síncrono se mantém constante. Isto se verifica pelo fato dos pólos do rotor permanecerem travados em relação ao campo magnético girante produzido pelo enrolamento do estator. Desta forma o motor síncrono mantém a velocidade constante tanto nas situações de sobrecarga como também durante momentos de queda de tensão, respeitando-se os limites do conjugado máximo (pull-out). Em certas aplicações , como em máquinas de moinho de polpa de papel, a velocidade constante resulta na uniformidade superior e qualidade do produto produzido.

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Motores Síncronos

Alto rendimento

Pode corrigir fator de potência da rede

Características de partida especiais

Manutenção reduzida (Brushless)

Alto Rendimento - Além de considerarmos o custo inicial na aquisição do motor síncrono, devemos considerar os ganhos que podem ser obtidos pelos baixos custos operacionais. Quando basicamente se considera o rendimento na escolha do motor, um motor síncrono com FP=1.0 é usualmente a solução. Sendo a potência reativa (kVAr) desnecessária, e aplicável somente a potência real (kW), a corrente de linha é minimizada,resultando em menor perda I2R no enrolamento do estator. Uma vez que a corrente de campo requerida é a mínima praticável, haverá menor perda I2R no enrolamento de campo da mesma forma. Com exceção das situações onde um alto conjugado é requerido, a baixa perda nos enrolamentos do estator e de campo permitem que o motor síncrono com FP=1.0 seja construído em tamanho inferior aos motores síncronos com FP= 0.8 de mesma potência. Assim, os rendimentos do motor síncrono com FP=1.0 são geralmente superiores aos do motor de indução de mesma potência.

Correção do Fator de Potência - Os sistemas de potência de energia elétrica são baseados não somente em potência ativa em kW gerada, mas também no fator de potência na qual ela é fornecida. Penalidades podem ser aplicadas ao consumidor, quando o fator de potência da carga está abaixo de valores especificados. Estas penalidades (multas) ocorrem devido ao fato de que baixo fator de potência representa um aumento da potência reativa (kVAr) requerida e conseqüentemente, um aumento da capacidade dos equipamentos de geração e transmissão de energia elétrica. Nas indústrias, geralmente predominam as cargas reativas indutivas, que são os motores de indução de pequeno porte ou de rotação baixa, as quais requerem considerável quantidade de potência reativa (kVAr) consumida como corrente de magnetização. Para suprir a necessidade da rede de potência reativa, além da possibilidade de utilização de bancos de capacitores, os motores síncronos são freqüentemente utilizados com esta finalidade. O fator de potência dos motores síncronos pode ser facilmente controlado devido ao fato de possuirem uma fonte separada de excitação, e desta forma, podem tanto aumentar a potência sem geração de potência reativa (motor com fator de potência unitário), ou também gerar potência reativa necessária (motor com fator de potência 0.8). Desta forma, o motor síncrono, dependendo da aplicação, pode fornecer a potência útil de acionamento necessária com redução benéfica da potência total do sistema.

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Motores SíncronosOperação Sobrexcitado

Fator de potência capacitivo

Aumenta a força do acoplamento magnético

Aumenta o conjugado máximoem sincronismo (pull-out torque)

Aumenta a estabilidade

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Partida do Motor Síncrono

Fonte de excitação de campo removida, inserido resistor de partida (ou resistor de descarga)

Aplica-se a corrente de campo quando a velocidade estápróxima da síncrona

O principal método utilizado para partida dos motores síncronos é a partida assíncrona através da gaiola de esquilo com o enrolamento do rotor curto-circuitado ou conectado a uma resistência usualmente chamada resistência de partida ou resistência de descarga. Através da partida assíncrona, o rotor acelera a uma velocidade muito próxima da velocidade síncrona, com um pequeno escorregamento em relação ao campo girante. Neste momento, aplica-se uma corrente contínua no enrolamento do rotor, levando o motor ao sincronismo. Nas máquinas com escovas, utiliza-se um relé de aplicação de campo, enquanto nos motores brushless, utiliza-se um circuito eletrônico de disparo instalado junto de um disco girante. A função deste circuito eletrônico e do relé de aplicação de campo égerenciar a seqüência de partida do motor síncrono, desde o fechamento (curto-circuito) do rotor até a aplicação da corrente no campo.

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O rotor pode ser construído com pólos lisos ou salientes dependendo das características construtivas do motor e da aplicação. Consiste nas partes ativas giratórias compostas da coroa do rotor, o enrolamento de campo e o enrolamento amortecedor. Os pólos de campo são magnetizados através da corrente direta da excitatriz ou diretamente por anéis coletores e escovas; eles engrenam magneticamente pelo entreferro e giram em sincronismo com o campo

girante do estator. O rotor do motor síncrono de pólos salientes compreende em eixo, roda polar e pólos. Os pólos são fabricados com chapas de aço laminado que são fixadas através de barras de aço que são soldadas nas extremidades.As bobinas de campo são feitas de fios de cobre esmaltados ou barras de cobre planas. Após bobinados e impregnados, os pólos são fixados ao eixo ou a roda polar, através de parafusos, por cima ou por baixo do pólo, ou conectados por meio de rabo de andorinha. O enrolamento amortecedor está alojado nos pólos e é feito de barras de cobre ou outro material dependendo do projeto do motor. Após montagem final e impregnação, o rotor completo ébalanceado dinamicamente em 2 planos.

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Enrolamento Amortecedor

Enrolamento amortecedor - Está alojado em ranhuras localizadas nas sapatas polares do rotor de polos salientes ou a superfície externa do rotor de polos lisos. É constituído de barras que atravessam a ranhura e são curto-circuitdas nas extremidades formando uma gaiola. O enrolamento amortecedor atua na partida do motor síncrono, como também garante estabilidade de velocidade perante a variações bruscas de carga.

O enrolamento amortecedor, que funciona como a gaiola do motor de indução, é o responsável pela partida e aceleração do motor síncrono. Desta forma, os conjugados de partida e sincronização variam com o quadrado da tensão aplicada e a corrente de partida éproporcional a tensão aplicada, como no motor de indução.

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Seção 2

Fundamentos da Proteção de Motores

Visão Geral dos Requisitos e das Funções de Proteção de Motores

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Motor de Indução Reparado

This photograph shows a repair of a stator winding fault on an induction motor used as a fan drive. Clearly the evidence of the fault can be seen on the housing. Due to the extent of this fault this most likely was a phase-to-ground event. (relatively minor damage) and if detected quickly, relatively easy to repair.

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Curto-Circuito Motor Síncrono

This photograph shows the results of a multiphase fault on a synchronous motor. Note the extent of the damage and the obvious question, “Did this motor have appropriate and adequate protection with proper settings?” As is obvious, observing the results this motor is not easily repaired and likely needing to be replaced.

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O Quê Falha?De acordo pesquisa 1985 EPRI & IEEE

Mancais (40 – 50%)

Estator (25 – 35%)

Rotor (<10%)

Outras Falhas

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Faltas

Faltas à TerraTipo de Aterramento do Sistema

Tipo de Falta (arco, impedância, sólida)

Faltas entre FasesBifásicas

Trifásicas

Entre Espiras

Ground faults occur most frequently in electrical systems. As discussed earlier, the type of system grounding controls the level of ground fault current and damage. It also effects the level of ground fault detection sensitivity. Another controlling element is the type of fault and whether or not the fault has an impedance, that is arcing or bolted.

Other electrical parameters that effect the magnitude of the fault current are the following; stiffness of the source, the size and length of the motor cables, the grounding impedance (for line faults to ground), the location of the fault in the motor winding, and the type of fault phase or ground.

Motor internal faults are usually line-to-ground, or line-to-line with or without involving ground. Generally three phase faults occur near the terminals and do not involve ground. Motor design can impact the likelihood of certain types of faults.

Turn faults are dielectric failure of turn and/or strand insulation that can cause overheating and lead to subsequent faults to ground or to other phases.

62

62

Faltas

Motor Síncrono

Faltas no Enrolamento de CampoFalha da Corrente de Campo (Ruptura)

Falta à Terra

Curtos no Enrolamento de Campo

Perda de Excitação

Unique to synchronous motors are the field winding and dc excitation system. The field winding can fail to ground and this condition should be detected even though it is a floating dc system (ungrounded). Field winding shorts can occur and can lead to circulating current, overheating and ultimately catastrophic failure of the field winding and other components. Loss of excitation is another condition that should be detected. It can have detrimental effects on both the motor and power distribution system. The synchronous motor may be providing Vars to support system voltage. With the loss of excitation, the motor becomes inductive and absorbs reactive power from the power distribution system. In addition the bus and possibly the power distribution system voltage becomes unacceptably low.

63

63

Operação AnormalSobrecargas Mecânicas

Carga Emperrada (Load Jam)MancaisRotor Travado na Partida(Alta Corrente, Alta Temperatura)

Temperatura Ambiente Elevada

Ventilação RestritaFalha Sistema RefriamentoManutenção (Falta de Limpeza)Localização (Sujeiras, etc.)

Thermal protection is required to detect and protect for the above conditions. For mechanical overload some form of overcurrent or in microprocessor-based relays a thermal model based protection is generally used. For long term non-load related high temperature abnormal conditions some form of temperature detectors such as RTDs are used.

64

64

Tensões de Alimentação AnormaisTensão Elevada ou BaixaDesbalançoReversão de Fase

Falta de Fase (Alta Temperatura, Seqüência Negativa

Travamento ou Falha para Acelerar (Partir)

Partidas Muito Frequentes (Jogging)

Operação Anormal

Abnormal voltages can cause problems with the motor, the driven equipment, and the other motors on the power distribution system. Generally motors should be operated at ± 5 percent of rated voltage Voltages outside of this range havedetrimental effects. The motor can be overloaded for low voltage and overexcited or for extremely high voltages, can lead to dielectric failure. For low voltages the torque is adversely effected which in turn impacts the driven equipment and can lead to a voltage collapse on the bus or power distribution system.

Open phase conditions lead to single phasing that creates unbalance, negative sequence currents, high temperatures and likely stall for a loaded motor. For a starting motor subjected to an open phase, the motor is likely not to accelerate.

65

65

Proteção Curto-Circuito

Disjuntor Magnético

Fusível

Relé de Sobrecorrente

66

66

Elementos de Sobrecorrente

Sobrecorrente de Fase Usado quando o contator/disjuntor é adequadopara interrupção da corrente de falta

Sobrecorrente ResidualSoma das correntes dos TC’s de fase, usado em sistemas solidamente aterrados

67

67

Elementos de Sobrecorrente

Sobrecorrente de NeutroDetecta faltas à terra no cabo e no motor usando um TC toroidalFrequentemente a corrente de falta à terra é limitada por um resistor no neutro do transformadorGrande sensibilidade para detecção de faltas à terra

68

68

Proteção de Sobrecorrente

52

(3)50/51

50N/51N

This slide shows the connection of the phase and residual ground overcurrent protection using traditional component relays.

69

69

Falsa Corrente Residual Durante a Partida

This slide shows the false residual current caused by saturation during the off-set in the motor starting current. A residually connected ground fault protection method can be caused to incorrectly operate due to this false residual. Time delay or other mitigation approaches may needed to be used.

70

70

Proteção de Sobrecorrente de Terra

52

51 51 51

50G

The connection diagram for overcurrent relays and a ground fault sensor.

The fluxes cancel for high phase current and saturation is avoided.

A low ratio CT can be used as a ground fault sensor. Using a 50:5 ratio CT with anovercurrent relay set to 1 amp achieves a 10 amp primary sensitivity. The connection of the ground sensor is shown on the next slide.

71

71

72

72

Componentes da Corrente de FaltaR

XI

( ) ( )

)assimetria máx. (paracos2

sensen2)(

−=

=

−−−+=

−

−

τt

τt

P

etI

φθeφθωtIti

ω

=

==

−

RX

ZEII PRIMF

1

)(

tan

/

ϕE

We start with the expression of the instantaneous fault current for a simple R-L circuit. Note that there is a sinusoidal part and an exponentially decaying DC offset.The condition for maximum asymmetry is happens when θ – ϕ = 90°.

73

73

Se Não Ocorrer Saturação

−=−

−)cos( te

NIi

tLR

s ω

Tempo (segundos)

Am

pere

s

If no saturation occurs, the secondary current will be a perfect replica of the primary current.

74

74

Para um Burden Resistivo sem Saturação

ω−=

−)tcos(eZIv

tLR

BF

Tempo (segundos)

This slide shows the voltage at the resistive load for an asymmetrical fault current with the volt-time area (integral) shown shaded. We can see that the asymmetrical part of the voltage encloses considerably more area and would require more core area to avoid saturation, since:

φ•N = B•A•N

75

75

Curva de Excitação Típica

CORRENTE DE EXCITAÇÃO (A)

TENS

ÃO D

E E

XCIT

AÇÃO

(RMS

)

For a multiratio current transformer, manufacturers provide all the curves in the same plot.In the example shown, for the 2000/5 ratio, the ANSI knee point is approximately 200 Volts, and the full saturation voltage is close to 500 Volts.

76

76

Integral Tensão-Tempo

Se a Resistência do Secundário for Negligenciada, a Tensão do Burden (v) é Relacionada às Espiras do Núcleo N e à Taxa de Variação do Fluxo

∫−=−= vdtBANNφ

dtdNvv Sφ

−=≈Integral Tensão -Tempo

These equations show that the area under the voltage waveform is proportional to the core flux.

77

77

O Offset DC Causa Saturação do TC

Am

ps

Cycles0 2 4 6 8 10 12 14 16

-100

0

100

200ICT_SEC

Ciclos

Am

pere

s ITC_SEC

78

78

Correntes Filtradas

0 1 2 3 4 5 6 7-50

0

50

Am

ps

Cycles

I RATIO

I CT_SEC

Ciclos

Am

pere

s

I TC_SEC

I RELAÇÃO

79

79

Magnitude da Corrente e Erro do Ângulo

0 1 2 3 4 5 6 701020304050

0 1 2 3 4 5 6 7-50-40-30-20-100

Current Magnitudes

Angle Error

Cycles

Deg

rees

Amps

IRATIO

ICT_SEC

Ciclos

Am

pere

sI

TC_SEC

I RELAÇÃO

Gra

us

Erro do Ângulo

Magnitudes das Correntes

The error propagates beyond the relay filters and also beyond the phasor estimation routines. Most modern relays operate on the fundamental component of the measured current. The upper plot shows the ideal current magnitude from a non-saturated CT; versus the current from the saturated CT.

80

80

Saturação de TCs e Filtragem Adaptativa

Os relés dos serviços auxiliares de usinas de energia elétrica são submetidos a correntes de falta que excedem 200 vezes o valor nominal do TC (40 kA, X/R = 20).

Os cubículos padronizados permitem TCscom relação baixa (C50,100:5).

Os relés têm ajustes do instantâneo de 80 A.

81

81

Aplicação em Motor da Barra Auxiliar

GER

51 50

XM 600 hp

Barra Auxiliar

100:5 80 AInst

40 kA L-L

This slide shows a generator auxiliary bus, where the 100:5 CT is subjected to 40 kA for a line-to-line fault in the cable of a 600-hp motor.The motor relay settings are:

Motor Current 135 AFLA 6.7 ALRA 40 A50H 80 A

82

82

Diagrama com os Sinais Medidos

TCPrimário

TC Auxiliardo Relé

FiltroAnti-Aliasing

ConversãoA/D

Freqüência de Amostragem

FiltroDigital

Max

This slide shows how a signal in the relay progresses from an analog signal to a digital signal. The A/D converter is a limit in the processing of high current signals.

83

83

TC 100:5, C100, 2 kA Simétrica

CICLOS

CORR

ENTE

SEC

UNDÁ

RIA

Corrente do TC

Saída do A/D

Filtro Coseno Trip 80 A

This slide shows a symmetrical fault current at 20 times the CT primary rating. Because the fault is symmetrical, the CT can support the voltage across the burden without saturating. At the same time, the acquisition of the fundamental magnitude by the Cosine filter reaches the 80 A trip level in 1 cycle.

84

84

TC 100:5, C100, 2 kA, X/R = 11.31

CICLOS

CORR

ENTE

SEC

UNDÁ

RIA

Corrente do TC

Saída do A/D

Filtro Coseno Trip 80 A

This slide shows an asymmetrical fault current at 20 times the CT primary rating. In this case, the CT saturates because the CT cannot support the burden voltage of the sine wave current and the dc component. Once saturation occurs, the Cosine filter can no longer measure the ratio current, and the acquisition of the fundamental magnitude takes 3 cycles to reach the 80 A trip level. Note also that the first offset current lobe has reached the limit of the A/D converter.

85

85

TC 100:5, C100, 16 kA, X/R = 11.31

CICLOS

CORR

ENTE

SEC

UNDÁ

RIA

Corrente do TC

Saída do A/DFiltro Coseno Trip 80 A

The acquisition of the magnitude for the asymmetrical fault of 160 times the CT rating requires 3 cycles.

86

86

TC 100:5, C100, 32 kA, Simétrica

CICLOS

CORR

ENTE

SEC

UNDÁ

RIA

Corrente do TC

Saída do A/D

Filtro Coseno

Trip 80 A

This slide shows a symmetrical fault at 320 times the CT rating, where the magnitude acquisition falls short of the trip threshold.

87

87

TC 100:5, C100, 32 kA, X/R = 20

CICLOS

CORR

ENTE

SEC

UNDÁ

RIA

Corrente do TC

Saída do A/D Filtro Coseno Trip 80 A

The magnitude acquisition for the asymmetrical fault of 320 times CT rating also cannot reach the 80 A trip threshold.

88

88

Detector de Pico Bipolar

TCPrimário TC Auxiliar

do Relé FiltroAnti-Aliasing

ConversãoA/D

Freqüência de AmostragemTabela dasÚltimas 16Amostras

Detector da Amostrade Valor Máximo *

*

ValorAbsoluto

+ a2 PICOIa

Divisão por 2

Detector da Amostrade Valor Mínimo

This slide shows the block diagram of the bipolar peak detector with low transient overreach.

89

89

Filtro Adaptativo Coseno-PicoTC

Primário TC Auxiliardo Relé Filtro

Anti-AliasingConversão

A/D

Freqüência de Amostragem

Tabela dasÚltimas 16Amostras

Detector da Amostrade Valor Máximo *

*

ValorAbsoluto

+ a2

a

Medição da Magnitude daComponente Fundamental

(Filtro Co-seno)

Detector de Distorçãopor Saturação

3/4ciclo

2amost

PICOI

Divisão por 2Pickup

InstantâneoI50 PU

+

-Entrada doElemento

Instantâneo

Estimativa daMagnitude daCorrente deEntrada

Detector da Amostrade Valor Mínimo

This slide shows a block diagram of the Cosine-Peak Adaptive filter.

90

90

Índice de Distorção Simples

Um tipo simples de índice de distorção mede a relação da soma das harmônicas P pela

fundamental.

1

P

1kk

A

A1D

∑==

This is the equation of the distortion index.

91

91

Índice de Distorção Simples

Usando a fundamental, segunda e terceira harmônicas, o índice de

distorção é:

1

321

AAAA

DI++

=

The ideal distortion index uses only the first, second, and third harmonic to determine the level of distortion.

92

92

Filtro Adaptativo Coseno-Pico

O índice de distorção é computado amostra por amostra e comparado a um limite de distorção.

Se a distorção exceder o limite, a medição é efetuada a partir do detector de pico bipolar.

De outra forma, a medição é efetuada a partir do filtro Coseno.

93

93

Saturação Elevada, 20 kA, X/R = 11.31

CICLOS

CORR

ENTE

SEC

UNDÁ

RIA

Corrente no TC

Saída do A/D

This slide shows a case of deep saturation.

94

94

Trip do Detector de Pico Bipolar, 20 kA, X/R = 11.31

CICLOS

CORR

ENTE

SEC

UNDÁ

RIA

Índice de Distorção

Limite de Distorção

Filtro Coseno

Filtro de Pico

Trip 80 A

In this case, the distortion index remains above the distortion threshold, and the instantaneous trip is provided by the peak detector in 1 cycle.

95

95

Sem Saturação, 4 kA, X/R = 11.31

CICLOS

CORR

ENTE

SEC

UNDÁ

RIA

Corrente no TC

Saída do A/D

96

96

Trip do Filtro Coseno, 4 kA, Simétrica

CICLOS

CORR

ENTE

SEC

UNDÁ

RIA Índice de

Distorção

Limite de Distorção

Filtro Coseno

Filtro de Pico Trip 50 A

97

97

Elementos DiferenciaisDiferencial de Fase

Geralmente Usado em Grandes Motores

Diferencial Auto-balanceadoMotores de Média Tensão

Detecta Faltas Entre Fases e Pode Detectar Faltas à Terra

Proteção de Fase DivididaDetecta faltas entre espiras

98

98

Princípio Básico Proteção Diferencial

Corrente entrando igual à corrente saindo

Se verdadeiro, sistema normalSe falso, sistema sob falta

Ou, “o que entra” igual “ao que sai”

99

99

Sistema Normal

1 p.u. 1 p.u.

DispositivoProtegido

100

100

Zona de Proteção

DispositivoProtegido

Definida pela localização dos Transformadores de Instrumentos (TCs)

101

101

Proteção Diferencial

Connection of the machine differential relay.

Differential relays match current in versus current out of the motor.Trip for low-magnitude faults during normal loads.Do not trip falsely for high magnitude external faults.

The CTs in differential scheme are subject to high external fault current with high X/R ratios where saturation occurs.during the off-set of the asymmetrical fault current Differential relays require identical current transformers on the terminal and neutral side in order to produce identical wave forms during the saturation.

102

102

Diferencial Auto-balanceado

Os dois terminais do enrolamento do motor servem como enrolamento primário de transformadores de corrente

Alta sensibilidade para detecção de faltas usando apenas elementos de sobrecorrente

Cabo do disjuntor até o motor nãoincluído na zona de proteção

103

103

Diferencial Auto-balanceado

52

878787

This slide shows the connection of a self-balancing differential relay.Both ends of the motor winding serve as the primary winding of the current transformersThis scheme has a high level of sensitivity to internal faults using only anovercurrent relay. In this scheme the cable from switchgear to motor is not included in the zone of protection.

104

104

Diferencial de Corrente de Fase Dividida

87

This slide shows the split-phase current differential scheme for turn fault protection. The ratio of the CTs at the generator neutral terminal is twice that of the CT ratio at the generator terminal. This is in order to balance out the current difference during normal generator operations.This split-phase current differential scheme can also protect the generator against winding-phase faults; and for low-resistance grounded units, it provides winding phase-ground fault protection.

105

105

Autobalanceado de Fase Dividida

50

The other way of protecting the generator from turn-to-turn faults is to useovercurrent elements with core-balanced CTs and pass the two winding leads through the CT in the opposite direction. During generator normal operation, the currents in both windings are equal and therefore the CT current outputs are close to zero and the overcurrent protection element doesn’t pick up.If one of the two windings has a turn-to-turn fault, the current flows in both windings will not be equal and cancel out in the core CT. The sensitive overcurrent element will pick up and trip the generator.One important consideration of this protection scheme is the emergency winding cut-out repair.

106

106

Elemento de Desbalanço de Corrente

Elemento tipo % Atua com Tempo Definido

Desbalanço de Tensão de 5% no Terminal Causa um Desbalanço de Corrente de Aproximadamente 30%

Propicia uma Proteção Adicional Além do Elemento Térmico

107

107

Correntes de Seqüência Negativa

Giram no Sentido Contrário ao da Rotação do Motor

O Fluxo Produz Correntes de 120 Hz Induzidas no Rotor

O Efeito Pelicular Aumenta a Resistência do Rotor

108

108

Efeito Térmico da Corrente de Seqüência Negativa no Rotor

Another condition that can specifically damage the rotor is the presence of negative-sequence current in the stator. This current is caused by sourceimbalances, series faults, bad contacts, etc. The negative-sequence current in the stator produces an additional rotating magnetic field in the motor’s air gap. This additional magnetic field rotates at the same synchronous speed, but in the opposite direction as the original positive-sequence field. As the rotor moves at a speed close to the synchronous speed, an imaginary observer, standing on the rotor, will see the negative-sequence field moving at about twice the synchronous speed. The rotor will experience additional induced voltages and currents in the conductor and iron parts whose frequency is practically twice the synchronous value.

109

Distribuição de Corrente nas Barras do Rotor

UnbalanceS' = 2 – S

RunningS' = S = 0.01

Rotor Bar

StartingS' = S = 1

S = SlipS' = Rotor Current Frequency

Rotor BarRotor Bar

This diagram shows how the frequency of the rotor current affects the conductor cross-sectional area occupied by the current.The frequency of rotor current produced by positive-sequence stator current ramps down from nominal system frequency to nearly zero as the motor is started (equivalent to slip = 1 and 0.01).The frequency of rotor current produced by any negative-sequence current stator current during the running condition will be nearly 2 per-unit. This current flows in the outer portion of the rotor bar due to skin effect.This translates approximately into the locked-rotor-resistance of three times the resistance at running, and six times for the negative-sequence component of the current.

110

110

Modelo de Steinmetz Dependente do Escorregamento

jXs1

jXm1

Rs1 jXr1 Rr1

Im(S) Ir(S)Vm

MOTOR DE INDUÇÃOCIRCUITO EQUIVALENTE DE SEQÜÊNCIA POSITIVA

jXs2

jXm2

Rs2 jXr2 Rr2

Im(S) Ir(S)Vm

MOTOR DE INDUÇÃOCIRCUITO EQUIVALENTE DE SEQÜÊNCIA NEGATIVA

11

rRS

S−

221

rRS

S−−

The equivalent circuit of an induction motor is shown in slide above known as the Steinmetz model. The rotor resistance, and therefore, the motor terminal impedance is a function of rotor speed or Slip (S). At T = 0, beginning of motor starting, all the rotor power is going to heat until the rotor starts to turn, due to skin effect the rotor resistance value is three times the running value. The value of power (heat) going into the rotor therefore is approximately 108 times running value (Rr *(Ir)2) = 3 * (6)2 = 108.

During starting a conservative consideration is that the motor is adiabatic system, meaning all heat energy is being absorb and no heat is being dissipated. This approach is used in SEL Motor Relays for Starting Thermal Protection.

111

111

Proteção de Desbalanço e Falta de Fase

Desbalanço e falta de fase sãofenômenos similares, diferentes emgrau

A componente de seqüência negativapõe em risco o motor, causandoaquecimento severo do rotor

Unbalanced supply voltage will cause unbalanced motor currents. Note that an open-phase condition is a severe case of unbalance condition.It really is the negative-sequence component of the motor currents that causes a rapid heating in the rotor.

112

112

Exemplo de Desbalanço de Tensão de 5%

Va = 2174 @ 0 Graus

Vb = 2402 @ -120 Graus

Vc = 2296 @ 115 Graus

Vmédia = 2291 Volts

Desbalanço = -5.1%

113

113

Exemplo de Desbalanço de Tensão de 5%(continuação)

Va = 0.905 @ 0 pu

Vb = 1.000 @ -120 pu

Vc = 0.956 @ 115 pu

Vmédia = 0.954 pu

Desbalanço = -5.1%

114

114


V1 = 1/3 (Va + a Vb + a2 Vc)

V2 = 1/3 (Va + a2 Vb + a Vc)

V1 = 0.953 /- 1.67 pu

V2 = 0.055 / 150 pu

V0 = 0.0 / 0 pu

115

115


Considerando:

Z1 = 0.93 / 25.8 pu

Z2 = 0.14 / 82.5 pu

116

116


I1 = V1 / Z1

I2 = V2 / Z2

I1 = 1.025 /- 28 pu

I2 = 0.394 / 68 pu

117

117


I1 = 294 /- 28 Amps

I2 = 112 / 68 Amps

Ia = I1 + I2 + I0Ib = a2 I1 + a I2 + I0Ic = a I1 + a2 I2 + I0

118

118


Ia = 306 @ -6 Graus

Ib = 398 @ -154 Graus

Ic = 212 @ 75 Graus

Imédia = 305 Amps

Desbalanço = -30.5%

119

119

120

120

Current Unbalance Element Logic

Avg.

|IA|

|IB|

|IC|

lav

FLA

46UBA

46UBT

lm

%UB = (|Iav-lm|/FLA) • 100 %

Enable

%UB = (|Iav-lm|/lav) • 100 %

46UBA

46UBT

RelayWordBits46UBAD

0

Settings

Max .Dev.

• 0.25

Enable

46UBTD

0

Inputs

IA =IB =IC =

FLA =46UBA =46UBT =

Avg. =Iav =Im =

Phase CurrentPhase CurrentPhase CurrentFull Load Amps SettingPhase Current Unbalance Alarm SettingPhase Current Unbalance Trip SettingAverageAverage Phase Current MagnitudeMagnitude of Current Having Max. Deviation from IavPhase Current Unbalance Alarm DelayPhase Current Unbalance Trip Delay

46UBAD =46UBTD =

121

121

122

122

Proteção de Desbalanço e Falta deFase

52

49

51 Locked Rotor5050 50

49 49

46

This slide shows a negative-sequence overcurrent relay, along with phase overcurrent relays for locked rotor protection. Modern microprocessor based relays typically integrate these functions in one package.

123

123

Proteção Térmica

Rotor Travado Partida

Sobrecarga em Operação

Desbalanço em Operação

Partidas Freqüentes ou Prolongadas

Perda de Eficiência do Sistema de Resfriamento

124

124

Partida e Rotor Travado

Motor Drena Aproximadamente Seis Vezes a Corrente de Plena Carga (FLA)

Aquecimento Gerado Pode Ser 100 vezes Superior a Condição Normal de Operação

Característica Deve Permitir a Partida e Emitir Trip para Rotor Travado

Trip em 10–30 Segundos, Depende do Motor

125

125

Proteção do Motor em Operação

Carga Maior do que o Fator de Serviço Causa Aquecimento I2R Excessivo nos Enrolamentos do Estator

Corrente de Desbalanço Provoca Aquecimento Excessivo do Rotor

126

126

Perda de Eficiência do Sistema de Resfriamento

Falha Sistemas de Ventilação

Redução da Entrada de Ar

Detectado Usando Medição Direta de Temperatura (RTDs)

127

127

Métodos de Proteção Térmica

Elemento Bimetálico

Elemento de Sobrecorrente de Curva Inversa

Elemento Térmico (ModeloTérmico Integrado ao ReléMicroprocessado)

128

128

Elemento Bimetálico

Aquecimento I2R abre contato paradesconectar o motor

Característica de reset não relacionada com a característica de resfriamento do motor

Não responde para desbalanços

Sensível à temperatura ambientedentro do painel

129

129

Elemento de Sobrecorrente de Tempo Inverso

Provê proteção de sobrecarga e rotor travado

Característica de reset não relacionada com a característicade resfriamento do motor

Não responde para desbalanços

130

130

Modelo Térmico

Provê proteção de sobrecarga, rotor travado e desbalanço

Característica de operação de acordo com as característicasdo motor

131

131

Modelo Témico Melhor queSobrecorrente

Não leva em conta aquecimento causadopor correntes abaixo do pickup

A temperatura do motor não é derivada dascorrentes medidas

Tempo de reset baseado em tempo fixo Característica de resfriamento do motor não é emulada.

Não leva em conta a capacidade térmicainicial (U0) para uma nova partida do motor

Overcurrent relays have been applied with inverse-time overcurrent protection for many years because the inverse time-overcurrent characteristics are very similar in shape to thermal limit curves. The overcurrent curve reciprocal integration method yields the correct time-to-trip value for only one initial condition based on the overcurrent curve used for the Thermal Limit Curve Hot.When using overcurrent elements for thermal protection consider the single initial condition as the reset state. For overcurrent methods the linear rate of rise from the reset state to the trip level is a fixed slope. The decay to reset is an exponential curve based on the thermal time constant. Both the rise-to-trip point and the decay-to-reset yield no effective Thermal Capacity Used data.

132

132

Condições de Partida e Rotor

Travado

0 2 4 6 8 101

10

100

Corrente em Múltiplos daCorrente à Plena Carga

Tem

po e

mSe

gudo

s

1000

Sobrecarga

Corrente emOperação

RotorTravado

Correntede Partida

133

133

Elemento Térmico Básico

TripTérmico

Valor doTrip Térmico

+

-

Fontede Calor

U

C R

134

134

Elemento Térmico de Partida do Motor

RelayWord

Bit49T

Nível de TripIL

2 • To

+

-

Fonte de Calor3 • (I1

2 + I22)

U

3

135

135

Elemento Térmico do Motor em Operação

49T

Nível deTrip Térmico

+

-

I12 + 5 • I2

2

U

3 R

RelayWord

Bit

136

136

Causas Rotor Travado

Falha Mecânica

Falha Mancal

Tensão de Alimentação Baixa

Fase Aberta

Locked rotor or failure of a motor to accelerate when it is energized can be caused by several types of abnormal conditions which include mechanical failure of the motor or load bearings, low supply voltage, or an open circuit in one phase of the three phase voltage supply.

137

137

Desempenho Rotor Travado

Desempenha como um transformador carregado com resistência no secundário

Correntes de três a sete vezes a corrente de plena carga (FLA)

Resistência do rotor é maiordevido ao escorregamento e efeito pelicular (Skin Effect)

When a motor stator winding is energized with the rotor stationary, the motor performs like a transformer with resistance-loaded secondary winding. Typically, stator winding currents may range from three to seven or more times rated full-load value depending on motor design and supply system impedance. During starting, the skin effect due to slip frequency operation causes the rotor resistance to exhibit a high locked rotor value which decreases to a low running value at rated slip speed.

138

138

Aquecimento Rotor Travado

Aquecimento por I2R no rotor pode ser 108 vezes maior que a condição normal de operação

Motor pode tolerar uma condição de rotor travado por um tempo limitado

I2t Define a capacidade térmica

Using a typical locked rotor current of six times rated current and a locked rotor resistance of three time the normal running value, the I2R heating effect is estimated at 62 x 3 or 108 times that at normal current. I2R defines the heating effect and I2t defines the thermal capability. Consequently, an extreme temperature must be tolerated for a limited time to start the motor.

139

139

MOTOR TAVADO

This slide shows that when load torque exceeds the motor torque the current rises and the speed decreases. Where the motor torque and the load torque are equal the motor speed will stabilize in theory but in practice the motor usually stalls. The excess load torque is the difference in the load torque and the motor torque. The load torque will decrease as the motor slows causing the excess load torque to decrease.This conditions approaches the condition for a motor with a locked rotor or failure to start and can be protected with the same protective functions.

140

140

Danos Rotor Travado

Condutores do rotor podem fundir

Stress Térmico pode deformarcondutores

Isolação do estator pode ser afetada

To provide locked rotor or failure to accelerate protection, the protective device must be set to disconnect the motor before the stator insulation suffers thermal damage or the rotor conductors melt or suffer damage from repeated stress and deformation.

141

141

Proteção Rotor Travado

Deve desconectar motor antes que danos ocorram

Deve permitir a partida do motor durante condições normais

Deve coordenar com proteçõesa montante

142

142

Proteção Rotor Travado Baseada I2t

I2t Define Capacidade Térmica

I2t Limite = (LRA)2 * LRT * TD

LRA = Corrente de rotor travado (pu)

LRT = Tempo de rotor travada (seg)

TD = Dial de tempo relé

I2t Limit = (LRA)2 * LRT * TD

Where:

LRT = Lock Rotor Time Hot

LRA = Lock Rotor Amps (pu)

TD = Time Dial

143

143

Proteção Rotor Travado Baseada I2t

tp = ((LRA)2 * LRT * TD) / (Current)2

tp = Tempo para trip

Time Curve = I2t Limit / (I)2

Where:

I = Current (pu)

144

144

Exemplo Proteção Rotor Travado

FLA = 286 A

LRA = 1930 A

LRT = 15 Segundos

TD = 1

145

145

Exemplo Proteção Rotor Travado

LRA = 1930 / 286 = 6.75 pu

LRT = 15 segundos

TD = 1.0

I2t Limite = (6.75)2 * 15 * 1 = 683

LRA = 1930 / 286 = 6.75 puI2t Limit = (6.75)2 *15 * 1 = 683

146

146

Rotor Travado Tempo Para Trip Com2.5 * FLA

2.5 * FLA = 715 Amps

tp = (683) / (2.5)2

tp = 109 segundos

Time at 2.5 * FLA = 683 / (2.5)2 = 109 sec

147

147

148

148

Alta Inércia na Partida

Algumas Cargas podem requerertempo de partida longo

O tempo de partida pode excedero tempo limite de rotor travado

Pode ser permitido devido à resistência dependente doescorregamento

High inertia loads, such as induced draft fans, require long accelerating times. The starting time may exceed the allowable locked-rotor thermal limit. This is permitted because the rotor resistance is a function of slip and decreases as the motor accelerates. The accelerating (starting) time may exceed the allowable locked-rotor time without excessively heating the rotor..

149

149

Alta Inércia na Partida

A resistência dependente do escorregamento diminuiconforme o motor ganhavelocidade.

Potência decrescente permitetempo adicional para partida.

The starting current at zero time of an induction motor nearly equals the locked-rotor current magnitude but has a lesser heating effect during the start. This is because rotor resistance is a function of slip and the rotor resistance decreases as the motor accelerates to rated speed.

150

150

Alta Inércia na Partida – Proteção de Rotor Travado

Aplicar chave de velocidade(elemento 12) parasupervisionar o ganho de velocidade do motor, desconectar motor se não acelerar

Chave de velocidade também pode ser usada em conjunto com elemento de sobrecorrente

When using traditional relays for these applications several approaches are used. These include:1. Include a motor zero-speed switch (12) that supervises an additional overcurrent relay 51 (START) set to protect the motor against a locked-rotor condition. 2. Apply a distance (mho type) relay, device 21, to supervise the time-overcurrent relay device 51(START).

151

151

Locked Rotor Protection (High Inertia)

52

(3) 49(3) 51

50N/51n

Chave de Velocidade

Two overcurrent relays are used. A zero-speed switch needs to be supplied with the motor. This speed switch is used to detect acceleration of the motor. It is used to supervise the locked rotor protection (51 Stall).

152

152

Lógica da Função Chave de Velocidade

STARTING

SPEEDSWSPDSTR

RelayWordBits

RelayWordBits

0 s

SPDSDLY

SPDSDLY =SPDSTR =

Speed Switch DelaySpeed Switch Trip

STARTING =SPEEDSW =

Motor is StartingSpeed Switch Input

153

153

154

154

155

155

Proteção Baseada nos RTDs

Detecta a Temperatura dos Enrolamentos e do Mancal

Detecta a Perda de Eficiência do Resfriamento

Falha no Sistema de Resfriamento

Temperatura do Ambiente Elevada

156

156

O que é um RTD?

Resistor com um Valor Precisamente Conhecido e um Coeficiente de Temperatura de Resistência Positivo

À Medida que T Aumenta, R também Aumenta

157

157

Tipos Comuns de RTD

Platina 100 Ohms

Níquel 120 Ohms

Níquel 100 Ohms

Cobre 10 Ohms

158

158

Tipos Comuns de RTD

Platina: Custo Elevado, Usado Onde For Necessária uma Alta Precisão

Níquel & Cobre: Custo Mais Baixo, Encontrados Mais Freqüentemente

159

159

Medição da Resistência

Entradado RTD

SHLD

COM

+

-

RTD

Bloco de Terminaisno Motor ou

Próximo a EleBloco de Terminaisno MCC

Relé

160

160

Maximum Lead Resistances

100 and 120 Ohm RTDs: 25 Ohms

10 Ohm Copper: 3 Ohms

Maximum RTD Lead Length Depends on RTD Type and Wire Gauge Used

161

161

Localização dos RTDs

Winding: No Enrolamento do Estator

Bearing: Medição da Temperatura do Mancal

Ambient: Temperatura do Ar de Entrada ou do Ar de Saída do Radiador

Other: Invólucro da Bomba, Temperatura Ambiente

162

162

Classes de Temperatura

Baseado no Material IsolanteB = 130ºC

F = 155ºC

H = 180ºC

163

163

Trip Voting dos RTDs

O Relé Monitora as Temperaturas e as Condições dos RTDs

Indica RTDs Abertos ou Curto- Circuitados

Se o Trip “Voting” estiver Ativado, um Trip de RTD Somente Poderá Ocorrer se Dois ou Mais RTDs em Boas Condições Tiverem Suas Temperaturas de Trip Ultrapassadas

164

164

165

165

166

166

Perda de Carga / Carga Travada(“Load-Loss / Load Jam”)

Detecta a Perda de Carga por Subcorrente ou Mínima Potência

Trip de Segurança se a Carga for Desacoplada

Detecta a Carga Travada Usando Sobrecorrente de Tempo Definido

Trip Para Proteção Térmica do Motor

167

167

Carga Travada (“Load Jam”)

O Motor Está em Operação

Load Jams (O Rotor Pára de Girar)

O Motor Perde a Velocidade

A Corrente de Fase Aumenta até o Valor de LRA (“Locked Rotor Amps” - Corrente do Rotor Travado)

168

168

Carga Travada (“Load Jam”)

Ajuste o Pickup em 2 x FLA (“Full Load Amps” - Corrente à Plena Carga)

Ajuste a Temporização em 1 ou 2 Segundos

169

169

170

170

171

171

Proteção de Subtensão/SobretensãoSubtensão:

Aumento de correnteTrip para evitar motor conectado quando do religamento do alimentadorSistema de excitação pode falharPartida muito longa ou sem sucessoDropout do Contator (70% – 20%), não adequado para proteção de subtensão.

Sobretensão:Sobrexcitação, aumento corrente excitação, aumento temperaturaStress isolação

172

172

173

173

174

174

Proteção Contra Reversão de Fase

Uma reversão de fases ocorre quando a tensão é aplicada em uma seqüência de fases contrária a que o motor foi projetado para operar

ExemploMotor é projeto para girar no sentido horárioquando uma seqüência de fases ABC é aplicadaMotor irá girar no sentido anti-horário quandouma seqüência de fases ACB é aplicada

Phase reversal would generally only occur after maintenance, emergency restoration of overhead lines, or other activity which could cause phases to be rolled.

175

175

Proteção Contra Reversão de Fase

Trip rapidamente se detectado rotação de fase está invertida

Pode causar sérios danos à carga

Detecção sentido de rotação baseada na tensão, relés que não possuem medição de tensão utilizam corrente

176

0.5 • |V2|

SINGLEV = NVoltage Option = Y

DELTA _Y = Y

|VA|

|VB|

|VC|

35V|VAB|

|VBC|

60V

|V1|

0.03 • ITAP0.5 • |I2|

|I1|

|IA|

|IB|

|IC|

RelayWord

Bit47T

0.5

0

Phase Reversal Element Logic

Phase Reversal Tripping

E47T (Enable PhaseReversal Tripping)

177

177

Motores Síncronos

Perda de Campo:Grande consumo de reativos

Fator de potência baixo e indutivo

Utilização de elementos direcionais de potência reativa e baseados na medição do fator de potência

178

178

Lógica do Elemento

VARVARA

PVARAP

RUNNING

RelayWordBitsVARAD

NVARAP

+Q

–P +P

–Q

PVARTPPVARAP

NVARAP

NVARTP

VARDLY

VART

PVARTP

VARTD

NVARTP

MeasuredReactive

Power

0

0

RelayWord

Bit

Settings

0

TRIP

ALARM

179

179

180

180

Power Factor Element Logic

55A

55LDAP

RUNNING

RelayWordBits

55LGAP

55DLY

55LDTP

55LGTP

Measured PowerFactor

RelayWord

Bit

Settings

0

PF Leading

55AD

0

55T55TD

0

181

181

182

182

Proteção Sub/SobrefreqüênciaSubfreqüencia causa sobreexcitação do motor:

Aumento das correntes parasitasAumento perdas no ferro

Variação da freqüência causa variação da velocidade do motor

Motor síncrono – pode indicar perda da fonte, desconectar para evitar danos ao motor quando do religamento

183

183

184

184

Proteção Antijogging (66)

Partidas/Hora Limita o Número de Partidas do Motor Que Podem Ocorrer num Período de 60 Minutos

Tempo Mínimo Entre as Partidas Evita Que a Nova Partida Seja Imediata

Desenvolva os Ajustes Usando a Folha de Dados do Motor

185

185

186

186

Proteção Anti-Backspin

Motores de bombas pode girar ao contrárioapós o desligamento do motor

Perigoso partir o motor durante este período

Simplesmente bloqueie a partida por um tempo determinado após a parada do motor

Detecção da tensão induzida

In some applications such as pumps the head causes the motor pump to reverse direction after the motor is shutdown. It is not desirable to restart the motor during this condition, excessive torques can be created that can damage the motor and driven equipment. A time delay is used to not allow a restart until after the motor and pump have stopped turning.

A more complex detection approach using motor back emf (voltage) has also been used.

187

187

Lógica de Falha de Disjuntor

RWBBFI

RWB52A

SETTING52ABF=Y

I1

0.02 x ITAP

+-

BFD

0

RWBBFT

The microprocessor-based motor relay has the ability to be programmed using the embedded logic to provide a breaker failure scheme built into the relay so upstream breaker trip initiation can be provided by using additional outputs for all trip conditions

188

188

Falta no Alimentador

Carga

F

A

G

IRelé

Relé

Carga

Carga

For a feeder fault, all overcurrent protective devices located in the fault current path should coordinate.

189

189

Coordenação de Sobrecorrente Típica

Tem

po

Corrente

Geral

Alimentador

Fusível

This figure depicts a traditional phase coordination between the substation main breaker overcurrent relay, feeder overcurrent relays and fuses.

190

190

Falta na Barra

Carga

F

A

G

IRelé

Relé

Carga

Carga

If there is a fault on the bus, the main breaker relay has to “wait” for the inverse-time delay before tripping the bus breaker.

191

191

Disjuntor Geral Opera Com Temporização Para Falta na Barra

Tempo

Corrente

Geral

Alimentador

tmin

Imax

tmax

Imin

When a bus fault occurs, the relay on the main breaker operates with the time delay dictated by its TC curve. Depending on the fault current magnitude, the clearing time will be between a minimum and a maximum value.Is it possible to clear a bus fault more quickly? Yes.

192

192

52TC

52a

+

-

input

Disjuntor Geral

OUT2FDR

OUT1MAIN

Disjuntor do Alimentador

52TC

52a

+

-

OUT1FDR

Seletividade Lógica

A microprocessor-based relay greatly simplifies the wiring and equipment associated with the implementation of a FBT scheme.NOTE: The paralleled combination of output contacts from each feeder relay would ‘drive’ the input on the main breaker relay.

193

193

Seletividade Lógica

IN+ -

50/51 50/51

Carga

F

A

G

I

Relé

Relé

Carga

Carga

PartidaBloqueio

Use the microprocessor-based relay’s protective elements, timers, and logic to control an output contact. Feeder-breaker contact closure is monitored via the state of the main breaker relay’s input.

194

194

Ajustes da Funções de Proteção

Os slides seguintes fornecem um guia paraajustes de acordo com o sugerido no documento C37.96 “IEEE Guide for AC Motor Protection”.

Estes valores são sugeridos na forma de uma orientação geral e podem não ser adequados para aplicações específicas de motores.

The next series of slides are from Clause 7 of C37.96 “IEEE Guide for AC Motor Protection”. These values should be used with proper engineering judgment and knowledge of the specific motor application.

195

195


Elemento 27 - Subtensão – Tempo definido, paraquedas de tensão tipicamente ajustada em 80%. Pode ser aplicada em lógicas de controle, supervisão, etc.

Função 40 – Campo – Baixa corrente do campo ou consumo excessivo de Vars. Ajuste típico paratrip quando consumo de Vars está acima de 10% da potência nominal

196

196


Elemento 46 – Desbalanço de corrente ou sobrecorrente de seqüência negativa (50Q). Ajustetípico 15% de desbalanço ou I2 acima de 15% In.

Elemento RTD – Térmico – Trip quando a temperatura excede certolimite. Geralmente ajustado 5°C abaixo da classe de temperatura do motor.

197

197


Elementos 50 - SobrecorrenteAjuste alto – Geralmente ajustado 165% - 250% da corrente de rotor bloqueado (LRA)

Ajuste baixo (temporizado) –Tipicamente ajustado entre 120% -150% de LRA, tempo de 0.1 segundos

198

198


Elemento 50G – Sobrecorrente de terra –Ajustado de acordo com o sistema de aterramento.

Solidamente aterrado: 20% – 50% dacorrente nominal (FLA) tempo de 0.1 a 0.2 segundos

199

199


Elemento 55 – Fator de potência –Tipicamente ajustado para operar quando a corrente está defasada por mais de 30° no sentido indutivo, com teporização adequadapara não responder a transitórios.

Elemento 81 – Frequency – Rejeição de carga ou evitar reenergização fora de sincronismo (58.5Hz)

200

200


Diferencial auto-balanceado - Tipicamente10% - 20% da corrente de plena carga do motor (FLA), temporização 0.1 segundos

Elemento 87 – Diferencial Percentual –Tipicamente ajustado com inclinação (slope) de 10 %

WEG Indústrias S.A - Máquinas Data Sheet

Frame: 560BOutput: 1600 kWFrequency: 50 HzPoles: 6Rated speed: 992 rpmSlip: 0.8 %Rated voltage: 6600 V Connection:YRated current: 167.2 ARotor voltage: Not aplicableRotor current: Not aplicableLocked rotor current: 920 ALocked rotor current (p.u.): 5.5KVA/kW: 6.57No load current: 39.12 ADesign:Rated torque: 15403 NmLocked rotor torque: 70 %Breakdown torque: 190 %

Insulation class: FTemperature rise: 80 ºCLocked rotor time: 36 sService factor: 1.00Duty: S1Ambient temperature: 45 ºCAltitude: 400 mProtection Degree: IP55Cooling: T.E.F.C. (IC 411)Mounting: B3RVibration: SPECIAL 1.8 mm/sAprox. weight: 10200 KgMoment of inertia (J=GD²/4): 138.5 kgm²Noise level: 85 dB(A)Direction of rotation: BOTHStarting method: DIRECT ON LINE (100%)Coupling: DIRECT

Customer: WEG GERMANY GMBHCustomer reference: PILLERProduct code: Line: HGF

Identification

Three Phase Induction Motor - Squirrel Cage Rotor

PerformedALEXHCLEBERPALEXH

CheckedMAURICIOBCELIONEIBSARTORI

DateJUL/26/2004JUN/30/2004JUN/25/2004

Nº: FD 20092-4/2004

Date: JUL/26/2004

9301.5146Dimensional Drawing

Notes/Accessories

Standards

Changes

Edition

Performed

CELIONEIB

Checked

THIAGOK

Date

JAN/8/2004

Site

WM

4 Eliminated thermal damage curve reference3 Changed weight and added DIMENSIONAL 9301.51462 No load current was 35.11A. Added thermal damage curve

- GROUNDING LUG IN THE TERMINAL BOX- GROUNDING LUG IN THE FRAME- SPACE HEATER 220 V , 300 W- TEMPERATURE DETECTOR : PT100 02 PER PHASE 03 WIRES,- TEMPERATURE DETECTOR : PT100 01 PER BEARING03 WIRES,

Load DataPerformance DataLoad type: FAN / IMPELLERResistant torque:Starting time:

J(J=GD²/4):3200 kgm²Output 50% 75% 100%Efficiency(%): 96.296 96.2Power factor: 0.870.84 0.86

Specification:Test:Noise:Vibration:Tolerance:

IEC 34-1IEC 34-2IEC 34-9IEC 34-14ISO 286

- TEMPERATURE RISE: AT S.F. OF 1.00 = 80°C- MOTOR SUITABLE TO 3 COLD STARTS AT 95% R.V. ON THE FIRSTHOUR.- TORQUE AND CURRENT Vs SPEED CURVE AT CM 10055/2004- ELECTRICALLY INSULATED N.D.E. BEARING.- SHAFT GROUNDING BRUSH.

CERTIFIED

WEG MÁQUINAS

WEG Indústrias - MáquinasDepartamento de Engenharia do Produto

Customer : WEG GERMANY GMBH - PILLERModel : HGF560B 1600kW 6600V 167.2A 50Hz 6poles 992rpm Data sheet (FD): 20092/2004

Motor Torque, Current x Speed and Load Torque x Speed, see curve 10055/2004Motor Inertia, 138.5 kg.m²; Load Inertia, 3200 kg.m²

Locked rotor time at 100%Un: a) 36.0s(hot); b) 42.0s(cold).Locked rotor time at 95%Un: a) 41.0s(hot); b) 48.0s(cold).

Motor heating time constant (running): 130.0min.Motor cooling time constant (stopped): 370.0min.

Starting time -> 100%Un:35s; 95%Un:44s

1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.50.01

0.1

1

10

100

1 .103

1 .104

OVERLOADLOCKED ROTOR (HOT)LOCKED ROTOR (COLD)STARTING CURRENT (100%Un)STARTING CURRENT ( 95%Un)

THERMAL DAMAGE CURVE

CURRENT (p.u.)

TIM

E (s

)

Exec: Alexh Verif: Sartori - July 26, 2004 - rev.0.

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1

0

0.19

0.38

0.57

0.76

0.95

1.14

1.33

1.52

1.71

1.9

Cur

rent

(pu)

0

0.55

1.1

1.65

2.2

2.75

3.3

3.85

4.4

4.95

5.5

Speed (pu)

Torq

ue (p

u)

CurrentTorqueLoad

Current ( 95 % ) VoltageTorque ( 95 % ) Voltage

Load

(pu)

WEG Indústrias S.A - MáquinasTorque and Current x Speed

Frame: 560BOutput: 1600 kWFrequency: 50 HzPoles: 6Rated speed: 992 rpmRated voltage: 6600 VRated current: 167.2 ALocked rotor current (p.u.): 5.5Design:

Locked rotor torque: 70 %Rated torque: 15403 NmBreakdown torque: 190 %Insulation class: FService factor: 1.00Duty: S1Power factor: 0.87 Efficiency: 96.2 %Temperature rise: 80 °C

Customer: WEG GERMANY GMBHCustomer reference: PILLERProduct code: Line: HGF

Identification


Performed

ALEXHJAMESG

Checked

SARTORIALEXH

Date

JUN/25/2004MAY/24/2004

Nº: 10055-2/2004

Date: JUN/25/2004

Notes

Changes

Edition

Performed

EDSONJK

Checked

ALEXH

Date

JAN/8/2004

SiteWM

1 CHANGED AMBIENT TEMPERATURE.2 Updated motor and load torque curves. Changed run up time

- RUN UP TIME AT 100% R.V. : 35 s.- RUN UP TIME AT 95% R.V. : 44 s.- MOTOR INERTIA, J: 138.5kg.m²- LOAD INERTIA, J: 3200 kg.m²;

WEG Indústrias S.A - Máquinas Data Sheet

Frame: 12806Output: 7000 HPFrequency: 60 HzPoles: 8Rated speed: 895 rpmSlip: 0.56 %Rated voltage: 6600 V Connection:YRated current: 531.9 ARotor voltage: Not aplicableRotor current: Not aplicableLocked rotor current: 3351 ALocked rotor current (p.u.): 6.3kVA/HP: 5.47No load current: 127.7 ADesign: .Rated torque: 41100 lb.ftLocked rotor torque: 100 %Breakdown torque: 210 %

Insulation class: FTemperature rise: 70 °CLocked rotor time: 12 sService factor: 1.15Duty: S1Ambient temperature: 50 °CAltitude: 3300 ftProtection Degree: WP-IICooling: SELF-VENTILATED (IC 01)Mounting: F-1Vibration: NORMAL 0.11 in/sAprox. weight: 36733 lbMoment of inertia (J=GD²/4): 13055 lb.ft²Noise level: 85 dB(A)Direction of rotation: BOTHStarting method: DIRECT ON LINE (100%)Coupling: DIRECT

Customer: WEG ELECTRIC MOTORS CORP.Customer reference: AEP-PSO NORTHEAST POWER STATIONS 3 & 4Product code: Line: MGP

Identification


PerformedLSCHEMMERLSCHEMMERLSCHEMMER

CheckedMARCELOPSRAFAELDMARCELOPS

DateOCT/26/2004OCT/26/2004OCT/14/2004

Nº: FD 32083-3/2004

Date: OCT/26/2004

9301.6931Dimensional Drawing

Notes/Accessories

Standards

Changes

Edition

Performed

LSCHEMMER

Checked

MARCELOPS

Date

OCT/14/2004

Site

WM

3 Preliminary changed2 Ambient Temperature , Temperature detector, changed .1 Acrescentado Peso

- SPACE HEATER 125 V, 350 W- TEMPERATURE DETECTOR : THERMOCOUPLE TYPE E02 PER PHASE 02 WIRES,- TEMPERATURE DETECTOR : THERMOCOUPLE TYPE E01 PER BEARING 02 WIRES,

Load DataPerformance DataLoad type: FAN / IMPELLERResistant torque:Starting time:

J(J=GD²/4):96100 lb.ft²Output 50% 75% 100%Efficiency(%): 96.596 96.5Power factor: 0.890.83 0.88

Specification:Test:Noise:Vibration:Tolerance:

MG1 - Part 10MG1 - Part 12MG1 - Part 9MG1 - Part 7MG1 - Part 4

Temperature rise: 70K at 1.0S.F. and 115K at 1.15 S.F.CTs for differencial protection 800/5A, C200, 60Hz, 0.6kV.Motor torque, current x rpm, load torque x rpm, see CMI-14724/2004.Motor performance x output power, see curve CMI-14725/2004.

CERTIFIED

WEG MÁQUINAS

WEG Indústrias - MáquinasDepartamento de Engenharia do Produto

Customer : AEP-PSO NORTHEAST POWER STATIONS 3 & 4 Model : MGP12806 7000hp 6600V 531.9A 60Hz 8poles 895rpm.Data sheet (FDI): 32083/2004.

Torque, current x rpm and load torque x rpm, see curve CMI-xxxxx/2004.Motor inertia: 550_kg.m² (13055_lb.ft²); Load inertia: 4050_kg.m² (96100_lb.ft²)

Run up Time -> 100%Un:8.0s; 80%Un:21.0s

1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.50.1

1

10

100

1 .103

OVERLOADLOCKED ROTOR (HOT)LOCKED ROTOR (COLD)STARTING CURRENT (100%Un)STARTING CURRENT ( 80%Un)

THERMAL DAMAGE CURVE

CURRENT (p.u.)

TIM

E (s

)

Exec: Alexh Verif: Sartori - October 11, 2004 - rev.0.

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1

0

0.21

0.42

0.63

0.84

1.05

1.26

1.47

1.68

1.89

2.1

Cur

rent

(pu)

0

0.63

1.26

1.89

2.52

3.15

3.78

4.41

5.04

5.67

6.3

Speed (pu)

Torq

ue (p

u)

CurrentTorqueLoad

Current ( 80 % ) VoltageTorque ( 80 % ) Voltage

Load

(pu)

WEG Indústrias S.A - MáquinasTorque and Current x Speed

Frame: 12806Output: 7000 HPFrequency: 60 HzPoles: 8Rated speed: 895 rpmRated voltage: 6600 VRated current: 531.9 ALocked rotor current (p.u.): 6.3Design: .

Locked rotor torque: 100 %Rated torque: 41100 lb.ftBreakdown torque: 210 %Insulation class: FService factor: 1.15Duty: S1Power factor: 0.89 Efficiency: 96.5 %Temperature rise: 70 °C

Customer: WEG ELECTRIC MOTORS CORP.Customer reference: AEP-PSO NORTHEAST POWER STATIONS 3 & 4Product code: Line: MGP

Identification


Performed Checked Date

Nº: 14724-0/2004

Date: OCT/11/2004

Notes

Changes

Edition

Performed

SARTORI

Checked

EDSONJK

Date

OCT/25/2004

SiteWM

Motor inertia 13055_lb.ft²; Load inertia 96100_lb.ft².Load torque at the end of starting: 90%of rated motor torque.Run up time:a) 100%of rated voltage, 8seconds;b) 80%of rated voltage, 21seconds.Consecutive starts: 2 from cold or 1 from hot.Minimum waiting time for restarting: 90minutes.

Documents

1 - Proteção Motores Média Tensão CESPE